井形碳纤维箍筋混凝土梁抗剪承载力试验

黄峻琳, 曹宝珠, 段泓峥

(海南大学土木建筑工程学院, 海口 570228)

中国的钢筋混凝土构筑物不仅要求具有足够的承载能力,同时应该具有足够的耐久性,特别在沿海及近海地区,由于处在高温、高湿、高盐雾的地理环境使钢筋混凝土结构的钢筋锈蚀问题愈加凸显,严重影响了结构的承载能力,导致许多建筑、桥梁提前破坏,极大缩短了使用寿命。箍筋作为钢筋骨架的最外层,更易受到外界环境的侵蚀。碳纤维增强复合材料(carbon fiber reinforced polymer plastic,CFRP)具有良好的耐腐蚀性,并且抗拉强度高、抗疲劳性能好,采用CFRP箍筋代替钢箍筋与混凝土结合,形成新的构件,可以从根本上解决钢筋锈蚀问题。

目前,FRP筋混凝土结构的力学性能已成为中外学者研究的热点。Yang等[1]和张鹏等[2]通过试验研究表明,相比钢筋混凝土梁,CFRP筋混凝土梁的开裂荷载和极限承载力均显著提高。吕家美等[3]和蒋田勇等[4]以剪跨比、混凝土基体类型为变量对GFRP筋海砂混凝土梁抗剪性能进行试验研究,得出各国现行规范公式的计算值对于碳纤维增强复合材料(carbon fiber reinforced polymer plastic,CFRP)筋混凝土受剪承载力预测偏于保守。贺红卫[5]和徐夏征[6]考虑剪跨比、混凝土强度因素影响,分别从理论和试验两方面在现有的计算公式上对FRP筋混凝土梁的受剪承载力公式进行修正。张剑瑞等[7]针对超高性能混凝土梁抗剪性能进行试验研究,并对荷载挠度曲线及荷载应变曲线进行分析,提供混凝土梁抗剪试验多方向研究方法。邹今航等[8]分别对6根CFRP加固混凝土梁构件进行静载试验研究,得出在湿热的环境中采用CFRP加固的混凝土具有优异的带裂缝工作能力。

但CFRP箍筋混凝土梁封闭箍筋难以弯折成型的问题尚待探究。在实际工程中,CFRP箍筋大多采用工厂预制,工艺繁琐且不能灵活适配不同尺寸要求,难以得到推广。针对这一问题,许海雄等[9]提出对CFRP材料井字形布置的新型箍筋结构形式,其优点在于无须通过工厂对不同尺寸的箍筋进行预制,实现施工现场切割、绑扎,达到不同尺寸的箍筋要求,极大地提高施工效率。同时,相较于传统CFRP封闭箍筋,井字形CFRP箍筋由外伸锚固段与混凝土的黏结力共同抵抗斜截面受剪破坏,避免了因构件弯折而导致的抗拉强度降低的问题。

目前,该新型箍筋结构形式仅在模型提出阶段,因此,现对其进行系统性的探究,采用4个不同配箍率的足尺寸混凝土梁,开展4点弯曲静力加载试验,得到CFRP筋混凝土梁的破坏模式,并针对CFRP筋配箍率对混凝土梁承载力、变形、裂缝宽度及裂缝分布的进行全面分析,提出井字形CFRP箍筋的抗剪承载力计算方法,为CFRP箍筋斜截面受剪承载力的应用计算提供理论支持。

1 试验设计与加载

1.1 试验材料

采用混凝土等级为C30,配合比如表1所示。试验测得混凝土立方体抗压强度为fcu,k=30.05 MPa。

表1 混凝土配合比设计Table 1 Concrete mix design

采用同一生产批次8 mm直径CFRP筋组装成试验梁中井字形CFRP箍筋,如图1所示,按GB/T 30022—2013《纤维增强复合材料筋基本力学性能试验方法》[10]中的测定方法及规定对CFRP筋进行直筋拉伸试验,两端锚固长度取规定最大值400 mm,工作段长度取30倍的FRP筋直径为240 mm。拉伸试验如图2所示,测试后具体信息如表2所示。

图1 剪弯段井字形CFRP箍筋绑扎图Fig.1 Curved cut section well-shaped CFRP stirrup binding diagram

图2 CFRP直筋拉伸试验Fig.2 CFRP bars tensile test diagram

表2 纤维筋参数Table 2 Fiber reinforcement parameters

1.2 试件设计与制作

本次试验共制作了4根试验梁,其中包括3根井字形CFRP箍筋混凝土梁和1根剪弯区未配置箍筋的混凝土梁。试验梁长1 900 mm,截面尺寸为200 mm×300 mm,净跨1 700 mm,剪弯段为400 mm。以剪弯段配箍率作为变量,为清晰直观反映井字形CFRP箍筋混凝土梁抗剪性能,对所有试验梁配筋按照超筋布置,使试验梁为剪切控制构件,试验梁纵筋布置直径为16 mm的HRB400级钢筋。按照GB50010—2010《混凝土结构设计规范》[11]中对混凝土梁的保护层厚度要求进行设计,海岸环境等三b类环境下保护层厚度取50 mm。横截面配筋布置如图3所示。纯弯段箍筋采用HPB235型直径8 mm的矩形封闭钢箍筋。各试验梁采用相同剪跨比(λ=1.68)及纵筋配筋率(ρfl=1.87%),井字形CFRP箍筋配箍率(ρsv)采用0、0.251%、0.378%、0.503%,为保证试验准确性所有试验梁均为同一批次混凝土浇筑,具体试验梁设计如表3所示。

图3 横截面配筋图Fig.3 Cross-section reinforcement diagram

表3 试验梁设计Table 3 Test beam design

1.3 试验加载装置

井字形CFRP箍筋混凝土梁试验采用四点弯曲静力加载。加载装置主要由反力架、BLR-1型50t压力传感器、RSC-5050型50t手动液压千斤顶、分配梁、钢垫片及支座组成。压力传感器底面与千斤顶顶面之间设钢垫片保证充分接触及荷载的垂直传递。梁端距底部支座中线均为100 mm,上部支座中线距梁端均为500 mm。支座与试验梁接触位置加装钢垫板使其接触面均匀受力,以避免支座处混凝土出现局压破坏。试验加载装置及传感器布置如图4所示。

图4 加载结构示意图Fig.4 Load structure diagram

1.4 测点布置及加载制度

1.4.1 测点布置

B-3号梁为例,在长度为α的区段内按设计间距布置井字形CFRP箍筋。从梁端向跨中方向对井字形CFRP箍筋分别以Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ列的编号,箍筋各肢从上至下应变片编号为S-1、S-2、S-3。分别在试验梁跨中、支座上部及两个对称加载点布置位移计,如图5所示。

P为荷载值;α为剪跨段长度图5 B-3号试件梁剖面测点位置图Fig.5 B-3 specimen beam profile measurement point location diagram

1.4.2 加载制度

本次试验采用静力加载模式,在正式试验开始前需对试件梁进行预加载,使装置与试件充分接触,读数稳定,确保装置运行正常。正式试验加载方案为分级加载,在达到开裂荷载前,每级荷载为10 kN,在接近计算的开裂荷载时,每级荷载为5 kN,以准确的记录开裂荷载值。出现第一条斜裂缝后每级荷载恢复至10 kN,每级持荷5 min。持荷期间采集箍筋应变、位移等数据,同时记录裂缝产生荷载及裂缝发展方向。直至荷载骤然下降或者试件梁有明显的破坏形态时终止试验。

2 试验破坏形态及结果分析

2.1 破坏形态

各试件梁的最终破坏形式如图6所示。当有B-1、B-2试验梁加载至100～110 kN等级时,梁纯弯段底部出现方向与纵向受拉筋基本垂直的裂缝,剪弯段梁底出现竖直裂缝。随着荷载增大,纯弯段受拉裂缝向上延伸至纵向受拉筋附近停止延伸且裂缝宽度基本保持不变,剪弯段弯剪斜裂缝自梁底部向上垂直于纵筋轴线方向发展,继而朝着上方支座发展,与水平方向的夹角逐渐减小,基本与主压力轨迹线一致。继续加载,试验梁高方向中部出现腹剪斜裂缝。在加载后期,斜裂缝继续延伸并且裂缝宽度加大,裂缝数量不再变化,上支座附近受压区混凝土被压碎。参考GB/T 50151—2012《混凝土结构试验方法标准》[12],当构件腹部斜裂缝宽度达到1.5 mm,即判断试验梁已达到承载能力极限状态,符合剪压破坏的特征。B-3试验梁在荷载为160 kN时,剪弯段出现第一条腹剪斜裂缝,随荷载增大,裂缝向加载点和支座处延伸形成贯通的主斜裂缝,出现新的短小腹剪斜裂缝,加载至343 kN时,混凝土破坏,构件破坏,为斜压破坏。试验梁裂缝分布如图7所示。

图6 试验梁破坏形式Fig.6 Test beam failure form

图7 试验梁裂缝分布 Fig.7 Test beam crack distribution

图8 荷载-跨中挠度曲线Fig.8 Load-span deflection curve

图9 荷载-箍筋应变图Fig.9 Load-stirrup strain chart

2.2 不同配箍率下的极限承载力分析

如表4试验结果所示,井字形CFRP箍筋混凝土梁配箍率增大,剪弯段梁底受弯裂缝出现荷载值逐渐增大,即剪弯段开裂荷载呈上升趋势,同时主斜裂缝出现荷载值也有一定程度上的提高。试验梁极限承载力受配箍率影响明显,二者关系呈正相关。当剪弯段配箍率从0%增大到0.25%过程中,主斜裂缝形成荷载提高3.63%,极限承载力提高5.84%;当剪弯段配箍率从0.251%增大至0.38%,主斜裂缝形成荷载提高7.71%,极限承载力提高7.13%;当剪弯段配箍率从0.38%增大至0.50%,主斜裂缝形成荷载提高18.02%,极限承载力提高9.53%。以上结果表明,与常见的封闭钢箍筋混凝土梁相同,剪弯段配箍率是影响井字形CFRP箍筋混凝土梁抗剪性能的重要因素之一,配箍率增大对试验梁抗剪性能的提高主要有两方面作用,首先弯剪段箍筋布置增多,可以提高由箍筋承担的部分剪力,从而直接提高试验梁的抗剪承载力。此外,配箍率增大会通过间接限制斜裂缝宽度,减少试验梁剪弯段腹部混凝土的骨料咬合力及约束纵筋与混凝土保护层之间出现撕脱现象等,对试验梁的开裂荷载与主斜裂缝形成荷载产生不同程度的提高,从而提高极限承载力。

表4 试验结果Table 4 Test results

2.3 荷载-挠度关系

各试验梁的荷载-跨中位移曲线如图6所示,荷载-挠度曲线均呈线性增长,曲线斜率较大,结合加载过程中试验梁纯弯段跨中裂缝向上延伸至纵向受拉筋附近停止延伸且裂缝宽度基本保持不变,故可以认定试验构件混凝土梁达到剪切控制构件的设计目标,试验梁斜截面破坏先于正截面破坏。

2.4 试验梁箍筋荷载-应变曲线

图7是对不同试验梁上各肢箍筋的三测点剪力-箍筋应变图,由数据分析得,在混凝土未达到开裂荷载阶段,箍筋应变较低。混凝土开裂阶段,由于裂缝逐渐延伸相交,井字形CFRP箍筋的应力应变骤增。裂缝在不同位置的发展宽度不同,导致箍筋之间的应力大小与应力分布形式有差别。裂缝的位置与宽度会导致同一箍筋上一肢应力沿纵方向分布不均的出现现象。由于支座对构件产生的反力作用,支座附近的箍筋会出现承受压应力的情况,同时剪弯段配箍率的增大会使得试验梁的箍筋应变减小。

3 中外现行标准对比

混凝土有腹筋梁的受剪承载力主要由混凝土承担(Vc)与箍筋承担(Vf)两部分组成。Vc主要受到混凝土强度、纵筋和骨料咬合作用等多种抗剪成分的影响,且现有公式为大量试验数据的下包线,因此无法准确计算混凝土项的抗剪承载力。为准确得到混凝土项承担的剪力,试验设计无腹筋梁B-0,取其试验值为混凝土项的抗剪承载力Vc,exp。因此由箍筋承担的剪力可以用试验梁B-1～B-3抗剪承载力试验值分别与无腹筋梁B-0抗剪承载力试验值相减得出。并采用各国纤维增强复合材料设计规范中规定的由箍筋承担的抗剪承载力公式计算值与试验值进行的对比分析。各国规范建议计算式如表5所示。

表5 各国规范建议计算式Table 5 National concrete codes recommend calculation formulas

由表6中各国规范规定的计算式预测结果可以发现,各国规范对箍筋项承担的抗剪承载力预测值普遍大于井字形CFRP箍筋混凝土梁试验值,且离散性较高。其原因在于规范中预测式针对对象是FRP封闭箍筋,有别于由CFRP筋与混凝土之间的锚固作用承担抗剪承载力的CFRP井字形箍筋混凝土梁,因此无法完全适用对CFRP井字形箍筋混凝土梁的抗剪承载力的预测。CFRP井字形箍筋混凝土梁的抗剪承载力还受剪跨比、锚固段长度、箍筋表面与箍筋螺纹形式等因素的影响,还需进一步的试验研究,在FRP封闭箍筋预测式的基础上进一步对FRP箍筋的设计应力值(ffrp,v)的取值进行修正。以期提供一个适用于CFRP井字形箍筋混凝土梁抗剪承载力的预测式。

表6 各国预测结果对比Table 6 Comparison of forecast results by country

4 锚固段验证

与FRP封闭箍筋的弯曲段会出现显著的强度降低类似,CFRP井字形箍筋锚固段边界绑扎处的强度同样是强度最低点,因此需要对井字形箍筋锚固段与混凝土的黏结力和横截面锚固段边界处剪应力要求进行验证。为保证可靠性,取试验梁中配箍率最小(0.25%)且裂缝穿过箍筋底部的绑扎处50 mm处的横截面为最不利截面进行验证,如图10所示;CFRP井字形箍筋混凝土梁横截面的剪应力分布如图11所示。

图10 最不利截面选取Fig.10 Selection of the most unfavorable section

y为箍筋到截面中和轴距离;y*为锚固段黏结力作用面中和轴到截面中和轴距离;A*为锚固段黏结力作用面积;Z为横坐标方向;Y为纵坐标方向图11 最不利截面剪应力分布Fig.11 Shear stress distribution of the most unfavorable section

4.1 最不利截面剪力计算

剪应力公式为

(1)

(2)

(3)

式中:τs为剪应力;Q为计算截面上所受的剪力;Sz为剪应力处以上或以下截面对中和轴的面积矩(静矩);h为梁高;Iz为截面惯性矩。

将式(1)和式(2)代入式(3)得

(4)

对式(4)进行积分得出最不利截面箍筋绑扎处剪力为

(5)

4.2 最不利截面上CFRP井字形箍筋黏结力计算

图12 光滑曲线模型Fig.12 Smooth curve model

满足条件(1)和条件(2)的AB上升段:

(6)

(7)

式中:τ为黏结应力;τp为混凝土与CFRP筋在x处的黏结应力;τres为残余黏结应力;τm为混凝土与CFRP筋的最大黏结应力;T1为AB上升段的拉力;r1为CFRP筋半径;参考文献[18] 中同为8 mm直径且锚固深度为50 mm的CFRP筋,τres取5.89 MPa,τm取10.37 MPa;l1黏结上升段长度取13.3 mm[19]。

满足条件(2)和条件(3)的BC下降段:

(8)

(9)

式中:T2为BC下降段的拉力;l2=2l1,l2取26.7 mm[19]。

CD平缓段黏结应力仅剩参与黏结应力,即

τp=τres

(10)

(11)

式中:T3为CD平缓段的拉力;l3取10 mm[19]。

Tu=T1+T2+T3

(12)

式(12)中:Tu为极限拉力。

经计算,最不利截面上CFRP井字形箍筋黏结力(2Tu=19.30 kN)大于最不利截面锚固段边界剪力(V*=4.23 kN),因此CFRP井字形箍筋能够满足斜截面受剪承载力的要求。

5 结论

通过开展3根CFRP井字形箍筋混凝土梁及1根无腹筋混凝土梁四点加载剪切破坏试验,分析破坏模式,获得了CFRP井字形箍筋全过程应变分布情况,主要讨论将配箍率作为研究变量对极限荷载、荷载-箍筋应变曲线的定量影响,得出以下结论。

(1)CFRP井字形箍筋配箍率对于混凝土梁的开裂荷载无显著影响,却是混凝土梁抗剪承载力的重要影响因素之一。剪弯段配箍率从无腹筋梁到0.25%,极限承载力增加43.1%;剪弯段配箍率从0.25%到0.38%,极限承载力增加17.9%;剪弯段配箍率从0.38%到0.50%,破坏形态由剪压破坏转为斜压破坏,极限荷载增加27.7%。

(2)取最不利截面上的最不利位置进行锚固段验证计算。基于黏结力光滑曲线理论及剪应力分布曲线,得出最不利截面上CFRP井字形箍筋黏结力大于最不利截面锚固段边界剪力,CFRP井字形箍筋能够满足斜截面受剪承载力的要求,为今后CFRP井字形箍筋的研究提供了理论参考。

需要说明的是,目前已有的试验数据不够充分,考虑到的影响因素比较单一,还无法涵盖所有实际使用情况,有关的计算公式还需进一步讨论。今后将开展其他影响因素的FRP井字形箍筋混凝土梁的剪切试验研究,以便建立更加合理和科学的计算方法。